攪拌釜內(nèi)空氣-PPG分散特性的數(shù)值模擬與實驗測量

程群群鐘 秦

（1 巢湖學院，安徽 巢湖 238000）

（2 南京理工大學，江蘇 南京 210094）

攪拌釜內(nèi)空氣-PPG分散特性的數(shù)值模擬與實驗測量

程群群1鐘 秦2

（1 巢湖學院，安徽 巢湖 238000）

（2 南京理工大學，江蘇 南京 210094）

文章借助FLUENT軟件，采用Euler-Euler方法、Laminar層流模型、MFR法處理旋轉攪拌槳、氣泡單一尺寸假設，對攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的氣含率和攪拌功率進行了數(shù)值模擬，模擬結果與實驗值吻合較好。同時，考察了攪拌轉速和通氣流量對氣含率和通氣攪拌功率的影響。結果表明，數(shù)值模擬所選取的模型，能較好地模擬攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的分散特性。

數(shù)值模擬；實驗測量；空氣-PPG（聚醚多元醇）；攪拌功率；氣含率

氣-液攪拌釜是化工生產(chǎn)過程中常用的單元設備，近年來對其實驗研究也非常廣泛[1-4]，但只能對釜進行整體描述，不可避免把一些細節(jié)上的局部信息給掩蓋了。隨著數(shù)值模擬技術的迅速發(fā)展，采用該方法研究氣-液兩相混合特性越來越顯得重要和方便。目前數(shù)值模擬技術對攪拌釜內(nèi)空氣-水體系的研究已有大量文獻報道[5-10]，但是對攪拌釜內(nèi)聚合體系氣-液兩相混合特性的數(shù)值模擬研究較少[11-12]。因而采用CFD方法研究聚合攪拌釜氣-液混合特性，對聚合物的生產(chǎn)和攪拌設備的優(yōu)化設計都具有重要的參考意義。

基于此，本文以空氣-PPG為研究物系，考察攪拌轉速和通氣流量對空氣-PPG體系的氣含率和攪拌功率的影響，并與實驗測量的數(shù)據(jù)進行比較，為今后研究攪拌釜內(nèi)聚合體系混合特性提供參考。

1 實驗

1.1 實驗裝置與試劑

本文以粗聚醚多元醇 （N-330、江蘇鐘山石化）為液相，壓縮空氣為氣相。

實驗裝置如圖1所示。攪拌釜是橢圓底封頭無擋板，釜高為0.6 m、直徑為0.28 m、液位高為0.504 m（約為1.8釜高）的玻璃釜。用交流調(diào)頻器（清華機電）控制攪拌轉速；扭矩傳感器 （CNJ-001，眾力測控）測定扭矩。利用轉子流量計（LZB-10，常州瑞明儀表）計量氣量。組合槳如圖2所示，槳直徑均為D=0.14 m、槳葉寬均為d=0.28 m。其：上層槳為徑流型6-HEDT槳、中層槳為混流型6-XDT槳，葉片安放角45°、底層槳為混流型6-XYK槳，葉片安放角45°，分別離釜底距離為0.381 m、0.264 m、0.122 m。

圖1 實驗裝置

圖2 三種攪拌槳的外形圖

1.2 模擬對象及方法

模擬對象與實驗裝置相一致，模擬工況與實驗工況一致。選用FLUENT6.3軟件中的Laminar模型、標準壁面函數(shù)、Eulerian-Eulerian方法，Schiller-Naumann曳力模型、及多重參考系法（MFR）處理旋轉的槳葉和靜止的釜壁，對多層槳攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的氣含率、通氣功率及功率準數(shù)進行數(shù)值模擬。PPG為主相，空氣為次相。在數(shù)值模擬計算過程中不考慮氣泡的破碎和凝并現(xiàn)象，氣泡假設為球形，直徑均為0.002 m。

圖3 攪拌釜內(nèi)網(wǎng)格示意圖

研究區(qū)域的網(wǎng)格分區(qū)劃分，即把整個研究區(qū)域分成六個區(qū)域，采用非結構四面體和六面體相結合的網(wǎng)格對所有區(qū)域進行劃分。為了更精確描述釜內(nèi)的流動特性，對氣體入口區(qū)和槳葉區(qū)進行了網(wǎng)格加密。通過試算和比較，最終網(wǎng)格單元數(shù)約為971660個，如圖3所示。

2 結果與討論

2.1 功率準數(shù)模擬值與實驗值對比

攪拌功率采用扭矩應變法計算，如式（1）：

式中，p為攪拌功率，W；m為扭矩，N·m；N為攪拌轉速，r·min-1。

功率準數(shù)（Np）表示輸入的攪拌功率消耗施加于受攪拌液體的力，是計算攪拌功率的基本參數(shù)，其計算如式（2）：

式中，ρ為液相密度，kg·m-3。

圖4給出了功率準數(shù) （Np）隨葉端雷諾數(shù)（Re）的變化曲線。從圖可以看出，功率準數(shù)隨著Re的增加均降低。功率準數(shù)的模擬值與實驗值吻合較好，平均相對偏差約為8.2%。

圖4 功率準數(shù)的模擬值與實驗值比較

2.2 通氣攪拌功率

通氣時實際消耗的攪拌功率就是通氣攪拌功率，其對氣-液兩相分散特性具有重要影響。不同攪拌轉速下，隨著通氣流量的改變，通氣攪拌功率的變化曲線如圖5所示。

從圖5可以看出，隨著通氣流量的上升通氣攪拌功率均有所降低，但通氣流量較大時，攪拌功率變化較平緩，這主要是因為，攪拌槳葉背面氣穴的產(chǎn)生，造成攪拌槳的旋轉阻力降低。其的模擬值與實驗值基本吻合，如N=120、180、220r· min-1時，模擬計算數(shù)值與實驗數(shù)值的平均偏差分別為11.5%、11.9%、14.4%。可見增加攪拌轉速，通氣攪拌功率的模擬值與實驗值的相對偏差逐漸偏大，這可能是數(shù)值模擬過程中假設氣泡尺寸相同而造成的。

圖5 通氣攪拌功率的模擬值與實驗值比較

2.3 總體氣含率

氣含率和氣泡大小共同決定體系的相界面積，是表征釜內(nèi)氣-液混合特性的重要參數(shù)之一。本文用斜管壓差計測量通氣前后攪拌槽內(nèi)的液位，并通過式（3）計算總體氣含率。

式中，ε為氣含率；h0為通氣前液位高度，m；hg為通氣后液位高度，m。

圖6給出了不同攪拌轉速和通氣流量下，總體氣含率模擬值與實驗值對比。由圖可見，隨著攪拌轉速和通氣流量的增加，總體氣含率逐漸提高，且模擬計算值與實驗值變化趨勢相同。這結果表明，將該數(shù)值模擬計算方法用于攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的數(shù)值模擬是可行的。

當攪拌轉速N=180 r·min-1時，總體氣含率隨著通氣流量的增加（2～8 m3·h-1）而升高，值從0.017升至0.09，約增加了0.094；而當通氣流量固定（2 m3·h－1）時，隨著攪拌轉速的增加，值從0.37升至0.47，增加幅度僅有約為0.01。由此可見，攪拌轉速和通氣流量對總體氣含率的影響程度有所不同，但增大通氣流量對提高釜內(nèi)總體氣含率具有更好的效果。

從數(shù)值模擬計算精度可見，總體氣含率的模擬計算值比實驗值整體偏小，而且當攪拌轉速和通氣流量較高時，模擬值與實驗值偏差較大。其原因可能有兩點：一是數(shù)值模擬與實驗對總體氣含率的概念描述不同；二是由于模擬計算時，假設的氣泡尺寸與在實際操作條件下的氣泡尺寸偏差較大，且不同實驗操作條件下氣泡的聚并與破碎是不同的。若能采用與實驗測量相一致的氣泡尺寸，結合Alves等[13]研究結果，考慮攪拌釜中不同區(qū)域的氣泡聚并與破碎，將能更精確對空氣-PPG兩相流動體系進行模擬，這將是今后數(shù)值模擬研究的主要方向。

圖6 總體氣含率的模擬結果與實驗值的比較

2.4 局部氣含率

2.4.1 通氣流量對局部氣含率分布的影響

氣體在攪拌釜內(nèi)的分布狀況可通過鉛垂面上局部氣含率分布進行充分的描述。攪拌轉速N=180 r·min-1，不同通氣流量下，攪拌釜內(nèi)鉛垂面上局部氣含率的分布云圖，如圖7所示。

從圖7可以看出，不同區(qū)域氣含率有著明顯的不同。底層槳上方氣含率較高，而中、上層槳氣含率較低，即圖中藍色的區(qū)域（α∝0）。這是因為，PPG的粘度高，氣泡向上運動的阻力大，因而上部區(qū)域的氣含率較低。因此，僅參考總體氣含率評價攪拌設備的性能是不夠的。但在組合槳的攪拌下，釜內(nèi)的氣含率分布有所改善，遍及區(qū)域增加，且在底層槳上部區(qū)域出現(xiàn)的氣含率峰值。隨著通氣流量的增加，高氣含率的區(qū)域分布增加，并向釜的上部擴散，但局部氣含率的分布形式基本不變。可見，隨著通氣流量的增加，局部氣含率提高，有利于改善空氣-PPG兩相分散的死區(qū)。

圖7不同通氣量下，釜內(nèi)局部氣含率的分布云圖（N=180r·min-1）

2.4.2 攪拌轉速對局部氣含率分布的影響

圖8為通氣流量Qg=2 m3·h-1，不同攪拌轉速下，釜內(nèi)鉛垂面上局部氣含率的分布云圖。

圖8 不同攪拌轉速下，釜內(nèi)局部氣含率的分布云圖（Qg=2 m3·h-1）

由圖8可見，當N=120 r·min-1時，氣體主要分布在攪拌軸周圍區(qū)域，不能及時被分散，直接沿軸向上運動，這是因為攪拌轉速過低造成的。當攪拌轉速提高到180 r·min-1時，在底層混合流型槳的攪拌下氣體有明顯的徑向分布趨勢，且局部氣含率有所升高，整個釜內(nèi)氣體分散均勻度有所提高，這表明氣體隨著液體能進一步運動分散，在槳的攪拌下液體的攪動促進了整個釜內(nèi)氣相的積累，但是在氣體分布器以下區(qū)域及上層槳周圍區(qū)域局部氣含率分布仍然不佳。當N=300 r· min-1時，釜內(nèi)氣含率分布更加均勻，但在釜內(nèi)上部區(qū)域及氣體分布器下部區(qū)域局部氣含率仍然較低。通過以上分析可知，N=180 r·min-1時，整個釜內(nèi)的氣-液分散狀態(tài)最好。

在實驗測量中，由于氣體的通入，釜內(nèi)流動狀況混亂，在加上實驗工作量大及實驗條件的有限，因而用實驗的方法很難觀察到釜內(nèi)的氣-液分散情況，而運用數(shù)值模擬方法恰恰可以彌補這一不足，這對聚合體系氣-液分散特性具有重要的指導意義。

3 結束語

本文對三層槳攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的攪拌功率和氣含率進行了實驗測量和數(shù)值模擬，主要得到以下幾點結論：

第一，通過分析發(fā)現(xiàn)攪拌功，總體、局部氣含率，在通氣前后均發(fā)生了一定的變化，并且受通氣流量的影響顯著。

第二，攪拌釜內(nèi)的局部氣含率空間分布極不均勻，下循環(huán)區(qū)的氣含率最大，上循環(huán)區(qū)的局部氣含率較小。通過對比還可看出，提高通氣流量和攪拌轉速，均有利于增加釜內(nèi)部分區(qū)域的局部氣含率。

第三，通氣攪拌功率、功率準數(shù)和總體氣含率的模擬計算值與實驗數(shù)據(jù)基本吻合，表明Euler-Euler方法及單一氣泡尺寸假設對三層槳攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系混合特性的數(shù)值模擬是可行的，但在高通氣量和高攪拌轉速下，模擬值較實驗值有所偏低。

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A STUDY ON THE NUMBERICAL SIMULATION AND EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF GAS-PPG DISPERSION CHARACTERISTICS IN A STIRRED TANK

CHENG Qun-qun1ZHONG Qin2
（1 Chaohu College，Chaohu Anhui 238000）
（2 Nanjing University of Science&Technology,Nanjing Jiangsu 210094）

The stirring power and gas holdup in a gas-PPG stirred tank is numerically simulated in the paper with the help of the software FLUENT,the adoption of Euler-Euler method,Laminar model,Multiple Frames of Reference（MFR）method to deal with the rotating mixing propeller,and the assumption of single bubble size.It shows that the simulated values are wellmatched to the experimental values.At the same time,the effect of the stirring revolution and aeration flow on the gas holdup and the mixing power are investigated.The results show that the model chosen for numerical simulation can well imitate the dispersion characteristic of gas-PPG system in stirred tank.

Numerical simulation；Experiment measurement；Gas-Polyether polyol（PPG）；Stirring power；Gas holdup

TQ018

A

1672－2868（2016）06－0049－06

責任編輯、校對：陳小舉

2016-10-18

程群群（1985-)，女，安徽亳州人，巢湖學院化學與材料工程學院，助教。研究方向：化學工程與工藝。